La présente invention revendique la priorité de la demande française 1254471 déposée le 16 mai 2012 dont le contenu (texte, dessins et revendications) est ici incorporé par référence.

La présente invention concerne d'une manière générale le domaine de la protection de conducteurs électriques en cas de court-circuit, et se rapporte en particulier à la protection de tels conducteurs agencés dans un véhicule automobile.

De nos jours, la plupart des organes d'un véhicule automobile utilisent des composants électriques de différente nature tels que des moteurs, des résistances, des capteurs ou bien encore des lampes.

Ces composants, appelés également charges électriques, sont alimentés par du courant transporté dans des conducteurs électriques agencés en différents torons au sein du véhicule. Ces conducteurs électriques forment ainsi des circuits électriques permettant de relier électriquement les différentes charges électriques à des boîtiers électroniques de commande eux-mêmes reliés à une alimentation (la batterie du véhicule). De manière plus précise, le terme conducteur électrique désigne le système d'interconnexion entre un boitier électronique et une charge. Un tel conducteur comporte ainsi au moins un fil, au moins un premier connecteur disposé entre le boîtier et le fil, et au moins un deuxième connecteur disposé entre le fil et la charge.

Pour éviter les risques de surchauffe en cas de court-circuit, il est nécessaire de mettre en place un dispositif de protection de ces conducteurs électriques. Un tel dispositif est constitué classiquement d'un fusible placé dans le boîtier électronique situé entre la batterie et le conducteur électrique, ce fusible pouvant être associé suivant les configurations à un interrupteur de type relais gérant l'alimentation de la charge par le conducteur électrique.

Le fusible est dimensionné pour fondre lorsqu'il est traversé par un courant supérieur au courant normal de fonctionnement, risquant de provoquer un échauffement important des conducteurs susceptible d'entraîner leur dégradation voire leur inflammation.

Malheureusement, le comportement transitoire de la charge (caractérisé par des courants importants sur des temps faibles), la dispersion des caractéristiques électriques du fusible ainsi que l'existence d'une zone « indéterminée » pour laquelle le comportement de ce fusible reste mal maitrisé, sont autant de contraintes qui doivent être prise en compte lors du choix du conducteur électrique à utiliser.

Cela explique qu'en pratique, les conducteurs choisis présentent des sections surdimensionnées, entrainant de fait des surcoûts non négligeables.

Autres dispositifs de protection d'un conducteur électrique sont divulgués par l'art antérieur EP 2058 914, JP 2004 336887, EP 2 296 243.

La présente invention selon les revendications principales 1 et 10 vise donc à fournir une protection plus efficace des conducteurs électriques permettant d'éviter leur surdimensionnement.

Elle propose à cet effet, un dispositif électronique de protection d'un conducteur électrique reliant électriquement une charge électrique à une alimentation électrique, ledit dispositif comportant un boitier électronique de protection situé entre ledit conducteur et ladite alimentation,
caractérisé en ce que ledit dispositif comporte :

• un capteur de courant apte à mesurer l'intensité du courant circulant dans ledit conducteur ;
• un capteur de température apte à mesurer la température ambiante à proximité d'un point situé le long dudit conducteur ;

• un interrupteur électronique de type MOSFET pilotable en mode modulation de largeur d'impulsion selon une période prédéterminée et un rapport cyclique variable ; et
• un module de commande apte à déterminer et à transmettre audit interrupteur selon un intervalle régulier, une nouvelle valeur dudit rapport cyclique en fonction des données reçues dudit capteur de température et dudit capteur de courant.

Le dispositif selon l'invention en associant un interrupteur électronique de type MOSFET à un module de commande du rapport cyclique de cet interrupteur (c'est à dire du pourcentage de temps pendant lequel cet interrupteur électronique demeure en position fermée sur une période), régule l'intensité efficace du courant circulant à l'intérieur du conducteur en fonction de l'évolution de l'intensité instantanée du courant traversant ce conducteur lorsque l'interrupteur est en position fermée et de la variation de la température ambiante à proximité d'un point sensible du conducteur dont la variation influe directement sur la quantité de chaleur pouvant être dissipée à l'extérieur du conducteur.

Cette régulation de l'intensité efficace du courant traversant le conducteur permet ainsi de limiter l'échauffement de ce conducteur, notamment lors de la survenance d'un court-circuit, et donc d'éviter de surdimensionner la section de ce conducteur.

Selon des caractéristiques préférées du dispositif, prises seules ou en combinaison :

• ledit dispositif comporte une multitude de dits capteurs de température ambiante disposés le long dudit conducteur à proximité des points susceptibles d'être les plus chauds sous l'effet d'un courant excessif circulant dans ledit conducteur ;
• ledit dispositif comporte un capteur de température de la semelle dudit interrupteur électronique ;
• ladite alimentation électrique est formée par la batterie d'un véhicule automobile ;
• ledit conducteur comporte un fil et deux connecteurs disposés aux deux extrémités dudit fil, le premier des dits connecteurs étant branché sur ledit boîtier électronique tandis que le second est branché sur ladite charge ; et/ou
• ledit module de commande est implanté soit physiquement en matériel au sein de l'électronique de pilotage externe audit interrupteur ou au sein même dudit interrupteur, soit en logiciel via un algorithme stocké en mémoire et relié à un calculateur présent sur une carte électronique que comporte ledit boitier.

La présente invention a également pour objet un procédé de commande d'un tel dispositif électronique de protection d'un conducteur électrique.

Le procédé comporte une première étape d'estimation de la valeur de la température en au moins un point sensible dudit conducteur et en fonction des données reçues dudit capteur de température et dudit capteur de courant, et une deuxième étape de protection au cours de laquelle la valeur dudit rapport cyclique de l'interrupteur électronique est calculée en fonction de la différence entre une température maximale prédéfinie pour ledit conducteur et la dite valeur estimée de la température.

Selon des caractéristiques préférées du procédé, prises seules ou en combinaison :

• ladite première étape d'estimation est reproduite périodiquement selon une période d'échantillonnage ;
• ladite première étape d'estimation comporte une sous-étape de détermination de la valeur de l'intensité efficace du courant circulant dans ledit conducteur en fonction de la valeur du rapport cyclique calculée à la période d'échantillonnage précédente, et de la dernière valeur de l'intensité du courant circulant dans ledit conducteur ayant été transmise par ledit capteur de courant ;
• ladite première étape d'estimation comporte une sous-étape de détermination, en fonction de ladite valeur de l'intensité efficace et de la dernière valeur de la température ambiante ayant été transmise par ledit capteur de température, de la quantité de chaleur générée par effet joule sur une dite période d'échantillonnage par le passage du courant dans ledit conducteur diminuée de la quantité de chaleur évacuée durant la même dite période par ledit conducteur vers l'air ambiant ;
• ladite période d'échantillonnage de ladite première étape d'estimation est égale à ladite période de pilotage de l'interrupteur électronique ;
• ladite deuxième étape de protection est reproduite périodiquement selon une période d'échantillonnage égale à un multiple de ladite période de pilotage de l'interrupteur électronique ;
• ledit multiple de ladite période de pilotage de l'interrupteur électronique est de préférence supérieur ou égal à 10 ;
• ladite deuxième étape de protection présente deux modes de fonctionnement, un premier mode nommé « fusible désactivé » pour lequel la valeur dudit rapport cyclique est toujours égale à 1, et un second mode nommé « fusible activé » pour lequel cette valeur est calculée par un régulateur en fonction de ladite différence ; le passage dudit mode « fusible désactivé » audit mode « fusible activé » s'effectuant dès que ladite différence e devient négative, et le passage inverse du mode « fusible activé » au mode « fusible désactivé » s'effectuant dès que cette valeur calculée par ledit régulateur devient supérieure à 1 ;
• ledit régulateur est une version discrétisée d'un régulateur proportionnel intégral défini par son gain proportionnel et un son gain intégral ;
• ladite deuxième étape de protection présente un premier mode de fonctionnement nommé « disponible » pour lequel la valeur dudit rapport cyclique est toujours égale à 1, et un deuxième mode de fonctionnement nommé « inhibition temporaire » pour lequel cette valeur est toujours égale à 0 ; le passage dudit mode « disponible » audit mode « inhibition temporaire » s'effectuant dès que ladite différence devient négative, et le passage inverse du mode « inhibition temporaire » au mode « disponible » s'effectuant dès que le temps passé dans ledit mode « inhibition temporaire » atteint une durée prédéfini ;
• chaque passage dudit mode « disponible » audit mode « inhibition temporaire » est comptabilisé à travers l'incrémentation d'un indice ; et/ou
• ladite deuxième étape de protection présente un troisième mode de fonctionnement nommé « inhibition définitive » similaire au mode « inhibition temporaire » mais irréversible, le passage vers ledit troisième mode s'effectuant dès que le nombre de défauts comptabilisés par ledit indice dépasse un seuil prédéfini.

L'exposé de l'invention sera maintenant poursuivi par la description détaillée d'un exemple de réalisation, donnée ci-après à titre illustratif mais non limitatif, en référence aux dessins annexés, sur lesquels :

• la figure 1 représente un schéma fonctionnel d'un dispositif électronique de protection d'un conducteur électrique selon l'invention ;
• la figure 2 représente une vue en coupe transversale du conducteur protégé par le dispositif selon l'invention ;
• la figure 3 représente un organigramme simplifié du procédé de commande d'un dispositif selon l'invention ;
• la figure 4 détaille la logique de fonctionnement de la deuxième étape de protection mise en œuvre dans le procédé selon un mode de réalisation préféré ; et
• la figure 5 détaille la logique de fonctionnement de la deuxième étape de protection mise en œuvre dans le procédé selon une variante de réalisation.

La figure 1 représente un circuit électrique comportant un conducteur 2 reliant électriquement une charge électrique 3 (par exemple, une lampe ou un capteur) à un boitier électronique de protection 4, lui-même relié à la batterie 5 d'un véhicule automobile.

Le conducteur 2 comporte un fil 2A et deux connecteurs 2B et 2C disposés respectivement à une première et à une deuxième extrémité du fil 2A.

Le premier connecteur 2B est branché sur le boitier électronique 4 tandis que le deuxième connecteur 2C est branché sur la charge 3.

Le boitier électronique de protection 4 comporte un interrupteur électronique 40 de type MOSFET piloté à l'aide d'un module de commande 41 pouvant être implanté physiquement soit en matériel au sein de l'électronique de pilotage externe à l'interrupteur 40 (MOSFET piloté) ou au sein même du composant MOSFET, soit en logiciel via un algorithme stocké en mémoire et relié à un calculateur présent sur la carte électronique du boitier 4, soit réparti dans les deux éléments pour en optimiser le coût.

Le boitier 4 comporte également un capteur de courant 42 mesurant l'intensité I_cond du courant circulant dans le conducteur 2 lorsque l'interrupteur 40 est en position fermée, et un capteur de température 43 mesurant la température T_MOS de la semelle de l'interrupteur MOSFET 40. De préférence, les capteurs de courant 42 et de température 43 sont directement implantés dans le MOSFET 40.

D'autre part, au moins un capteur de température 6 mesurant la température ambiante T_amb est disposé à proximité du fil 2A du conducteur électrique 2. De préférence, une multitude de capteurs 6 sont disposés le long du conducteur 2, à proximité des points sensibles, autrement dit des points susceptibles d'être les plus chauds sous l'effet d'un courant excessif circulant dans ce conducteur électrique 2.

Les données recueillies par les capteurs 42, 43 et 6 sont acheminés vers le module de commande 41 qui estime la température T_cond du conducteur 2 (ou les températures T_cond en plusieurs points sensibles du conducteur si plusieurs capteurs 6 sont disposés le long de ce conducteur).

A partir de la (ou des) valeur(s) estimée(s) T_{est_T} de la température T_cond du conducteur 2, le module 41 calcule une valeur α_{p_NT} du rapport cyclique α_pwm permettant le pilotage de l'interrupteur 40 en mode PWM (Pulse Width Modulation) encore appelé mode MLI (Modulation de Largeur d'Impulsion) et suivant une période de pilotage T_pwm. Ce rapport cyclique α_pwm correspond au pourcentage de temps pendant lequel l'interrupteur électronique 40 demeure en position fermée sur une période de pilotage T_pwm.

Nous allons maintenant décrire de manière plus détaillée et à l'appui des figures 3 à 5, le processus de calcul de la valeur α_{_NT} du rapport cyclique α_pwm qui est mis en œuvre dans ce module de commande 41.

La première étape 100 du processus consiste à estimer la valeur de la température T_cond du conducteur 2 en au moins un point sensible du conducteur électrique 2.

Pour ce faire, ce conducteur 2 est modélisé selon un modèle électrothermique plus ou moins élaboré, intégrant par exemple la modélisation des connecteurs 2B et 2C, la prise en compte du couplage thermique entre le boitier 4, les connecteurs 2B, 2C et le fil 2A, ou encore la prise en compte du couplage thermique entre le fil 2A et les autres fils présents dans le ou les torons.

Le modèle électrothermique du conducteur 2 pourra aussi comprendre un modèle de vieillissement du fil électrique 2A, afin d'adapter la stratégie en fonction de son usure, par exemple en prenant en compte la robustesse du fil face aux conditions d'environnement automobile, ou/et son usure en fonction des surchauffes déjà subies, ou/et éventuellement en fonction de son âge depuis sa fabrication.

De préférence et afin de limiter la puissance de calcul nécessaire, le module de commande 41 utilise un modèle électrothermique simplifié assimilant le conducteur 2 au fil 2A considéré comme un fil de grande longueur. Ce fil 2A est constitué d'une âme conductrice c de rayon R_int et d'un isolant i de géométrie cylindrique entourant l'âme et d'épaisseur R_ext-R_int où R_ext représente le rayon extérieur du fil (figure 2).

L'âme conductrice c est caractérisée par sa masse volumique ρ_c, sa chaleur massique c_c et sa conductivité électrique σ_c(T), cette dernière pouvant être variable avec la température du fil 2A du conducteur 2.

De son côté, l'isolant i est caractérisé par sa masse volumique ρ_i, sa chaleur massique c_i, son coefficient de convection thermique d'échange avec l'air h(T_i,T_amb) (variable avec la température T_i de l'isolant i et la température ambiante T_amb), et par son coefficient d'émission ε intervenant dans le rayonnement émis par le fil 2A dans l'a ir.

Par souci de simplification, le modèle utilisé considère que la température T_c de l'âme conductrice c et celle T_i de l'isolant i sont identiques, ce qui revient à dire que la température est homogène sur l'ensemble de la section du fil 2A (âme conductrice cet isolant i). Par la suite, la température du conducteur 2 sera considérée globalement comme une variable unique T_cond. Cette simplification permet également de considérer globalement l'inertie thermique du conducteur 2 : $$C_T={\rho }_c{c}_c{\mathit{\pi R}}_{\mathrm{int}}^2+{\rho }_i{c}_i\pi \left(R_{\mathit{ext}}^2-R_{\mathrm{int}}^2\right)$$

L'évolution de la température T_cond est régie par l'équation du premier degré suivante : $$C_T\frac{\mathit{dT}}{\mathit{dt}}=\frac{1}{{\sigma }_c\left(T\right){\mathit{\pi R}}_{\mathrm{int}}^2}{I}^2-{\varphi }_{\mathit{ext}}\left(T_{\mathit{cond}},T_{\mathit{amb}}\right)$$ où le terme $\frac{1}{{\sigma }_c\left(T\right){\mathit{\pi R}}_{\mathrm{int}}^2}{I}^2$ représente la puissance thermique générée par effet joule par le passage du courant dans le conducteur 2, et
où le terme φ_ext(T_cond,T_amb) représente la puissance évacuée par le conducteur 2 vers l'air ambiant.

Ce dernier terme représente la somme de la puissance échangée avec l'air par convection Φ_conv et de celle échangée avec l'air par rayonnement Φ_ray. $${\mathrm{\Phi }}_{\mathit{ext}}\left(T_{\mathit{cond}},T_{\mathit{amb}}\right)={\mathrm{\Phi }}_{\mathit{conv}}+{\mathrm{\Phi }}_{\mathit{ray}}$$ $${\mathrm{\Phi }}_{\mathit{conv}}\left(T_{\mathit{cond}},T_{\mathit{amb}}\right)=h\left(T_{\mathit{cond}},T_{\mathit{amb}}\right)2{\mathit{\pi R}}_{\mathit{ext}}\left(T_{\mathit{cond}}-T_{\mathit{amb}}\right)$$ $${\mathrm{\Phi }}_{\mathit{ray}}\left(T_{\mathit{cond}},T_{\mathit{amb}}\right)=\mathit{\epsilon \sigma }2{\mathit{\pi R}}_{\mathit{ext}}\left({T_{\mathit{cond}}}^4-T_{\mathit{amb}}^4\right)$$

En utilisant une approximation de type Euler (toute autre approximation discrète de la dérivée pouvant également être appliquée), les équations précédentes se réécrivent dans leur version discrète de la façon suivante : $$\frac{\mathit{dT}}{\mathit{dt}}\approx \frac{T_{\mathit{est}\_T}-T_{\mathit{pest}\_T}}{T_{\mathit{éch}}},$$ où

• T_éch représente la période d'échantillonnage de l'estimation de la température T_cond du conducteur 2, celle-ci étant de préférence identique à la période de pilotage T_pwm de l'interrupteur électronique 40 (ce choix permet d'obtenir une dynamique de l'estimateur représentative sur une bande minimale de fréquence allant de 0 à 1/(10* T_pwm)) ;
• T_{est_T} représente la température T_cond du conducteur 2 nouvellement estimée ; et
• T_{pest_T} représente la température T_cond du conducteur 2 estimée à la période d'échantillonnage précédente.

$$T_{\mathit{est}\_T}=T_{\mathit{pest}\_T}+\frac{1}{C_T}{Q}_{\mathit{cond}}$$

$$Q_{\mathit{cond}}=Q_{\mathit{Joule}}-Q_{\mathit{évacuée}}$$

$$Q_{\mathit{Joule}}=T_{\mathit{pwm}}\left(\frac{1}{{\sigma }_c\left(T_{\mathit{pest}\_T}\right){\mathit{\pi R}}_{\mathrm{int}}^2}{I}_{\mathit{eff}\_T}^2\right)$$

$$I_{\mathit{eff}\_T}=\sqrt{{\alpha }_{p\_T}\ast I_{\mathit{cond}\_T}^2}$$

$$Q_{\mathit{évacuée}}=T_{\mathit{pwm}}\ast {\varphi }_{\mathit{ext}}$$

$${\varphi }_{\mathit{ext}}={\varphi }_{\mathit{conv}}+{\varphi }_{\mathit{ray}}$$

$${\varphi }_{\mathit{conv}}=h\left(T_{\mathit{pest}\_T},T_{\mathit{amb}\_T}\right)2{\mathit{\pi R}}_{\mathit{ext}}\left(T_{\mathit{pest}\_T}-T_{\mathit{amb}\_T}\right)$$

$${\varphi }_{\mathit{ray}}=\mathit{\epsilon \sigma }2{\mathit{\pi R}}_{\mathit{ext}}\left({T_{\mathit{pest}\_T}}^4-{T_{\mathit{amb}\_T}}^4\right)$$

• Q_Joule représente la quantité de chaleur générée par effet Joule sur une période d'échantillonnage T_éch=T_pwm par le passage du courant dans le conducteur 2 ;
• Q_évacuée représente la quantité de chaleur évacuée durant la même période par le conducteur 2 vers l'air ambiant ;
• T_{amb_T} représente la dernière valeur de la température ambiante T_amb mesurée et transmise par le capteur 6 ;
• I_{cond_T} représente la dernière valeur de l'intensité du courant I_cond circulant dans le conducteur 2, mesurée et transmise par le capteur 42 ; I_{eff_T} représente la valeur de l'intensité efficace du courant circulant dans le conducteur 2 calculée sur la période d'échantillonnage précédente. L'intensité efficace est représentative de la puissance thermique d'échauffement de type Joule liée au passage du courant dans le conducteur 2. La valeur I²_{eff_T} est obtenue par multiplication de la valeur α_{p_T} du rapport cyclique α_pwm calculée à la période d'échantillonnage précédente, par le carré de la valeur I_{cond_T} (mesurée par le capteur 42) de l'intensité du courant I_cond circulant dans le conducteur électrique 2 lorsque l'interrupteur 40 est en position fermée et qui peut être considérée comme quasi constante sur toute la portion α_{p_T}*T_pwn de la période T_pwm où l'interrupteur 40 est en position fermée); et
• α_{p_T} représente la valeur du rapport cyclique α_pwm calculée à la période d'échantillonnage précédente.

Lorsque la logique de protection est enclenchée (par exemple au démarrage du véhicule), le module de commande 41 initialise la valeur précédente α_{p_T} du rapport cyclique α_pwm à la valeur 1 ; et la température estimée à la période précédente T_{pest_T} à la température de semelle de l'interrupteur T_{MOS_T} mesurée par le capteur 43 si celle-ci est disponible, ou à défaut à la température ambiante T_{amb_T} mesurée par le capteur 6.

Après cette phase d'initialisation, le module de commande 41 estime périodiquement la température T_cond du conducteur 2 en exploitant le modèle électrothermique. Lors de chaque calcul, la température estimée à la période précédente T_{pest_T} est également remise à jour.

Le choix la période T_pwm du pilotage en mode PWM de l'interrupteur 40 est le fruit d'un compromis car cette dernière doit répondre à plusieurs contraintes, en premier lieu desquelles la nature de la charge 3. Ainsi, lorsque la charge est de type éclairage, il est important de choisir une période supérieure à 25 Hz qui minimise la variation d'intensité lumineuse perceptible par l'œil.

Le niveau de protection recherché a également un impact sur le choix de la période T_pwm. Plus la période choisie sera courte, plus le processus sera apte à identifier des variations rapides de l'intensité I_cond du courant circulant dans le conducteur électrique 2, et à réagir en conséquence. A l'inverse si la période T_pwm est trop longue, les estimations de températures seront d'autant plus lentes et le processus ne repérera que tardivement une surchauffe liée à une variation rapide de l'intensité I_cond de ce courant.

La charge de calcul supportable par l'électronique de pilotage de l'interrupteur 40 ainsi que par le calculateur du boitier 4 doit également être prise en compte dans le choix de la période T_pwm puisque plus la période sera courte, plus la charge de calcul sera importante.

L'usure de l'interrupteur 40 qui est directement liée au nombre de transitions entre les phases d'ouverture et de fermeture, doit aussi être intégrée. Plus la période T_pwm sera courte, plus le nombre de transitions subies sera grand et l'usure rapide.

Toutes ces considérations amènent à fixer de préférence la période T_pwm à une valeur de l'ordre de 150 Hz pour une charge 3 de type ampoule électrique, cette fréquence pouvant être adaptée en fonction de la nature de la charge.

On va maintenant décrire l'étape 200 du processus qui concerne la logique de protection proprement dite du conducteur 2, cette logique utilisant la valeur T_{est_T} de la température du conducteur 2 calculée à l'étape 100 pour déterminer la valeur α_{_NT} du rapport cyclique α_pwm pilotant l'interrupteur 40.

La période d'échantillonnage T_éch2 choisie pour cette logique de protection sera de préférence un multiple de la période de pilotage PWM T_pwm, soit T_éch2 = N* T_pwm où le multiple N est de préférence supérieur ou égal à 10 afin de limiter les erreurs dues à des dynamiques mal calées.

Notons que cette étape 200 de protection, fait appel à un sous échantillonnage (étape 150) des valeurs de température estimée T_{est_T} déterminées pendant la première étape 100 d'estimation (figure 3). En effet, la logique de protection tournant N fois plus lentement que la logique d'estimation, celle-ci ne prélève qu'une valeur T_{est_NT} toutes les N périodes T_pwm.

Il est à noter également que la valeur précédente α_{p_T} du rapport cyclique α_pwm nécessaire pour réaliser l'étape 100 d'estimation, est déterminée par l'application d'un retard Z^-1 d'une période (étape 220) à la valeur α_{_NT} de ce même rapport cyclique α_pwm calculée par le processus lors de l'étape de protection 200 (α_{_NT} → α_{p_NT}) ; suivi d'un sur-échantillonnage (étape 250) de cette dernière valeur α_{p_NT}, la logique d'estimation s'exécutant N fois plus rapidement que la logique de protection (α_{p_NT} → α_{p_T}).

Comme illustré sur la figure 4, l'étape 200 du processus met en œuvre une logique de protection avec régulation de la température présentant deux modes de fonctionnement :

• un premier mode nommé « fusible désactivé » pour lequel la valeur α_{_NT} du rapport cyclique α_pwm transmise à l'interrupteur 40 est toujours égale à 1, maintenant ainsi cet interrupteur 40 en position fermée ; et
• un second mode nommé « fusible activé » pour lequel la valeur α_{_NT} du rapport cyclique α_pwm transmise à l'interrupteur 40 varie afin de limiter l'échauffement du conducteur électrique 2. Plus exactement, la valeur α_{_NT} est obtenu par la mise en place d'un régulateur dont l'entrée est la différence e entre la température maximum autorisée T_MAX pour le conducteur électrique 2 et la température estimée T_{est_NT}. De préférence, ce régulateur est une version discrétisée d'un régulateur proportionnel intégral s'écrivant en continu de la manière suivante :

$$e=T_{\mathit{MAX}}-T_{\mathit{est}\_\mathit{NT}}$$

$${\alpha }_{\_\mathit{NT}}=\left(k_p+\frac{k_i}{s}\right)e$$

Le passage de la forme continue à la forme discrète peut s'écrire comme suit en utilisant une approximation de p telle que par exemple (1-z^-1)/(N^∗T_pwm) où z^-1 représente un retard d'une période: $$e=T_{\mathit{MAX}}-T_{\mathit{est}\_\mathit{NT}}$$ $$\mathit{Int}=\mathit{Int}+\left({\mathit{NT}}_{\mathit{pwm}}\right)\ast k_i\ast e$$ $${\alpha }_{\_\mathit{NT}}=\max \left(0,\left(1+\mathit{Int}+k_p\ast e\right)\right)$$

A chaque instant d'échantillonnage à la période N* T_pwn:

• la différence de température e est calculée ;
• la variable d'état de l'intégrateur Int est mise à jour à partir de la valeur précédente et de la différence de température e multipliée par la période d'échantillonnage du bloc N*T_pwm et par le gain de l'intégrateur k_i;
• la nouvelle valeur α_{_NT} du rapport cyclique α_pwm est définie comme étant le maximum entre la valeur 0 (position interrupteur ouvert) et une somme des trois termes suivants : la valeur 1 (correspondant à la valeur initiale de α_{_NT}, la variable d'état de l'intégrateur Int et enfin la différence e multipliée par le gain k_p qui représente la composante proportionnelle du régulateur.)

Il est à noter que des techniques plus précises peuvent être mises en œuvre pour transformer le régulateur continu en régulateur discret, et que toute autre forme de régulation est possible.

Les transitions entre les 2 modes de fonctionnement « fusible activé » et fusible désactivé » de la logique de protection s'effectuent de la manière suivante.

Le passage du mode « fusible désactivé » au mode « fusible activé » est enclenché dès que différence e entre la température maximum autorisée T_MAX pour le conducteur électrique 2 et la température estimée T_{est_NT} devient négative (autrement dit, dès que la température estimée T_{est_NT} devient supérieure à la température maximum autorisée T_MAX). Le mode « fusible activé » permet ainsi de limiter (voire de couper) l'intensité efficace I_{eff_T} du courant circulant dans le conducteur électrique 2 afin de ramener sa température vers sa valeur maximum autorisée T_MAX.

A l'inverse, le passage du mode « fusible activé » au mode « fusible désactivé » s'effectue dès que la valeur α_{_NT} du rapport cyclique α_pwm calculé par le régulateur devient supérieure à 1, c'est-à-dire indiquant que l'interrupteur 40 peut être maintenu en position complètement fermée.

Selon une variante de réalisation du procédé, l'étape de protection 200 est remplacé par une étape de protection 200' similaire mais mettant en œuvre une logique de protection plus simple sans régulateur (figure 5). Celle-ci présente alors trois modes de fonctionnement :

• un premier mode nommé « disponible » pour lequel la valeur α_{_NT} du rapport cyclique α_pwm transmise à l'interrupteur 40 est toujours égale à 1, maintenant ainsi cet interrupteur 40 en position fermée ;
• un deuxième mode nommé « inhibition temporaire » pour lequel la valeur α_{_NT} du rapport cyclique α_pwm transmise à l'interrupteur 40 est toujours égale à 0, maintenant ainsi cet interrupteur 40 en position ouverte ; et
• un troisième mode nommé « inhibition définitive » pour lequel la valeur α_{_NT} du rapport cyclique α_pwm transmise à l'interrupteur 40 est également en permanence égale à 0, maintenant ainsi cet interrupteur 40 en position ouverte.

Le fonctionnement de la logique de protection est alors la suivante.

Tant que la différence e entre la température maximum autorisée T_MAX pour le conducteur électrique 2 et la température estimée T_{est_NT} par le modèle électrothermique reste supérieure ou égale à zéro, le premier mode « disponible » demeure actionné et l'interrupteur 40 est donc maintenu en position fermée.

Dès que cette différence e devient négative (autrement dit, dès que la température estimée T_{est_NT} devient supérieure à la température maximum autorisée T_MAX), une transition est enclenchée vers le second mode « inhibition temporaire ». L'interrupteur 40 est alors mis en position ouverte, un défaut est comptabilisé à travers l'incrémentation d'un indice N_défaut, et un compteur t est enclenché afin de comptabiliser le temps d'ouverture de l'interrupteur 40. Dès que le compteur t atteint un durée prédéfini t₀ (ou ce qui revient au même, un nombre de période d'échantillonnage prédéfini), une transition est enclenchée vers le premier mode « disponible » pour lequel l'interrupteur 40 est à nouveau fermé.

Dès que la différence e redevient négative, une nouvelle transition est enclenchée vers le second mode « inhibition temporaire » et un nouveau défaut est comptabilisé par l'incrémentation de la variable N_défaut.

Dès que le nombre de défauts N_défaut devient supérieur à un seuil prédéfini par l'utilisateur (N_{défaut_MAX}), le troisième mode « inhibition définitive » s'enclenche et maintient l'interrupteur 40 définitivement en position ouverte (α_{_NT} = 0) afin de protéger le conducteur électrique 2.

Ces trois modes permettent ainsi de faire face à des défauts transitoires du courant provoquant ponctuellement une température excessive sur le conducteur électrique 2.

Cette variante est à privilégier lorsque la charge 3 ne peut pas supporter une modulation du courant (par exemple parce que cela dégrade trop la fonction rendue par la charge 3) ou encore lorsque cela provoque un échauffement trop important de l'interrupteur 40.

D'une manière générale, il est également à noter que lorsque le modèle électrothermique du conducteur électrique 2 estime la température en plusieurs points du conducteur 2, chacun de ses points étant associé à une valeur maximum de température autorisée, la deuxième étape de protection 200 ou 200' utilisera la différence de température e la plus petite pour réguler l'interrupteur 40.

Bien entendu, la présente invention ne se limite pas aux formes de réalisation décrites et représentées, mais elle englobe toute autre variante d'exécution.